陳欣楠,李志剛,李軍

(西安交通大學(xué)葉輪機械研究所,710049,西安)

隨著“碳達峰”和“碳中和”目標(biāo)的推動,燃?xì)廨啓C作為一種廣泛應(yīng)用于航空推進、船舶動力及地面發(fā)電等多個工業(yè)領(lǐng)域的重要動力機械[1],也被提出了“更高效”“更環(huán)?！钡囊?。根據(jù)布雷頓循環(huán),提高透平進口溫度能顯著改善燃?xì)廨啓C的比功率[2],然而,燃?xì)鉁囟忍岣邥θ細(xì)廨啓C熱端部件尤其是透平第一級靜葉產(chǎn)生極高的熱負(fù)荷。作為葉片熱負(fù)荷最高的區(qū)域之一,透平第一級靜葉前緣區(qū)域的冷卻結(jié)構(gòu)設(shè)計已經(jīng)發(fā)展成為透平葉片冷卻研究領(lǐng)域的核心課題。

Fenot等[3]提出了射流沖擊圓弧靶面時,靶面沖擊駐點處對流換熱努塞爾數(shù)與射流雷諾數(shù)、射流沖擊距離及靶面相對曲率之間的關(guān)系。實驗結(jié)果表明靶面沖擊駐點處的絕熱壁面溫度與射流溫度幾乎相等。張峰等[4]數(shù)值研究了球凹平板沖擊冷卻中球凹布置形式對靶面對流換熱效果的影響,認(rèn)為球凹與沖擊駐點沿展向偏移布置或叉排布置能顯著強化靶面對流換熱,而球凹與沖擊駐點沿流向偏移布置時靶面對流換熱效果甚至還不如光滑平板。席雷等[5-6]分別對以蒸汽或濕空氣作為沖擊冷卻工質(zhì)時,沖擊雷諾數(shù)、沖擊孔孔徑及濕空氣含濕量等參數(shù)對沖擊腔內(nèi)冷氣流動與靶面對流換熱的影響進行了數(shù)值研究。Paccati等[7]數(shù)值對比了相同流通面積下單列沖擊孔與雙列叉排旋流孔對靶面對流換熱的影響,發(fā)現(xiàn)單列沖擊孔對靶面對流換熱的強化主要作用于沖擊駐點區(qū)域,而雙列旋流孔會在沖擊腔室內(nèi)產(chǎn)生一個大尺度的渦,對整個靶面的對流換熱都有較為顯著的強化效果。閻鴻捷等[8]采用瞬態(tài)液晶技術(shù)對多個沖擊雷諾數(shù)下沖擊腔內(nèi)的流動及傳熱特性進行了實驗測量與分析,認(rèn)為沖擊孔偏置能夠在提高靶面對流換熱努塞爾數(shù)的同時有效降低沖擊冷氣的壓力損失。

Li等[9]實驗研究了冷氣與主流的密度比對葉片前緣面氣膜冷卻性能的影響,結(jié)果表明:冷氣在密度比較小而吹風(fēng)比較大時容易在氣膜孔出口處與主流發(fā)生摻混,惡化前緣面的冷卻氣膜覆蓋效果;當(dāng)密度比增大時,氣膜孔出口處的冷氣能夠有效貼附在前緣面上,顯著優(yōu)化前緣氣膜覆蓋,并且優(yōu)化的效果隨吹風(fēng)比的增大而提高。Xie等[10]實驗和數(shù)值研究了前緣曲率及主流入口雷諾數(shù)對動葉前緣面氣膜冷卻的影響,發(fā)現(xiàn)提高主流入口雷諾數(shù)能夠有效提高前緣面的氣膜有效度。相較于主流入口雷諾數(shù),增大葉片前緣相對曲率對氣膜冷卻效果的提高更為顯著,尤其是對于前緣面壓力側(cè)。Ravelli等[11]比較了RANS與分離渦算法(DES)在進行葉片前緣冷卻數(shù)值模擬時的差異,發(fā)現(xiàn)DES能夠彌補RANS方法下前緣面吸力側(cè)氣膜有效度預(yù)測值偏小的問題,認(rèn)為這是由于DES能夠有效計算相鄰氣膜孔冷氣射流之間的摻混現(xiàn)象。Mazzoni等[12]數(shù)值研究了燃燒室壁面主導(dǎo)的燃?xì)馕槽E脫落渦對第一級靜葉前緣面氣膜冷卻效果的影響,發(fā)現(xiàn)燃燒室壁面正對前緣滯止線布置時,脫落渦會影響前緣氣膜孔出口處冷氣的流動方向,并卷挾大量冷氣直接向葉片下游流動,在降低前緣面氣膜有效度的同時還會造成前緣面上不穩(wěn)定的熱負(fù)荷變化。Wiese等[13]將不同準(zhǔn)則數(shù)下數(shù)值結(jié)果與實驗數(shù)據(jù)進行了對比,發(fā)現(xiàn)除冷氣與主流的密度比外,比熱容也會對葉片前緣面氣膜冷卻數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性與可信度產(chǎn)生較大的影響。

目前,國內(nèi)外研究人員對渦輪葉片前緣區(qū)域的內(nèi)部沖擊冷卻與外部氣膜冷卻進行了大量研究,提出了多種強化靶面對流換熱性能及前緣面氣膜覆蓋效果的方法,但對于考慮前緣固體材料導(dǎo)熱影響下內(nèi)部沖擊冷卻與外部氣膜冷卻熱耦合的研究仍較少。因此,本文采用了熱-流-固耦合的方法,在真實葉片材料物性條件下,數(shù)值研究了沖擊孔偏置距離及冷氣質(zhì)量流量比對前緣面復(fù)合冷卻性能、靶面對流換熱性能及吸力面氣膜冷卻性能的影響,為渦輪葉片前緣陣列沖擊結(jié)構(gòu)中冷氣流量的優(yōu)化分配提供了參考。

1 計算模型和數(shù)值方法

1.1 計算模型

本文參考實驗[14-16]選用NACA 0024翼型[17]作為研究模型,Underwood采用該翼型對不同工況下渦輪葉片前緣沖擊冷卻及表面氣膜冷卻性能進行了實驗及數(shù)值研究。該翼型為一軸對稱葉型,兩側(cè)面可視為簡化的燃?xì)廨啓C渦輪葉片吸力面,圖1是計算模型示意圖?；趯嶒灁?shù)據(jù),將葉片縮放至弦長為152.4 mm,葉高為50.8 mm,葉片的厚度分布遵循4階多項式

圖1 NACA 0024計算模型Fig.1 Computational model of NACA 0024 airfoil

(1)

式中:a1=0.296 9;a2=-0.126 0;a3=-0.351 6;a4=0.284 3;a5=-0.101 5;yt為距前緣點弦長x處的葉片厚度;t為葉片前緣處厚度,t=3.6 mm。

沖擊靶面的對流換熱會通過固體導(dǎo)熱對前緣面的溫度分布產(chǎn)生較大的影響[14],因此在進行葉片前緣冷卻的數(shù)值計算時需要引入固體域進行流-熱-固耦合計算。同時,為了避免葉片中、后部未考慮冷卻結(jié)構(gòu)的固體域?qū)嵊绊懭~片前緣區(qū)域的溫度分布,削弱不同沖擊結(jié)構(gòu)的效果差異,僅取前緣區(qū)域固體進行數(shù)值計算,圖2展示了沖擊腔室的主要幾何尺寸。冷卻結(jié)構(gòu)方面,葉片前緣面上布置有3排氣膜孔(噴淋頭),兩側(cè)吸力面各布置有1排氣膜孔,表1為氣膜孔的部分主要幾何參數(shù)。在沖擊腔室的后壁面上布置有一排沖擊孔,孔距與孔徑之比為3.0,孔數(shù)為8。其中,沖擊孔徑di與氣膜孔徑df均參考文獻[16]給定。

圖2 沖擊腔室?guī)缀纬叽鏔ig.2 Geometrical shape of impingement chamber

表1 氣膜孔部分幾何參數(shù)Table 1 Geometrical parameters of film cooling holes

1.2 數(shù)值方法與驗證

為了研究沖擊射流速度對葉片前緣冷卻的影響,引入冷氣質(zhì)量流量比M,定義為

(2)

式中:mc為冷氣入口質(zhì)量流量;mg為主流入口質(zhì)量流量。

在分析沖擊腔室內(nèi)冷氣流動特性時,引入相對速度ν,定義為

(3)

式中:ul為沖擊腔內(nèi)冷氣的局部速度;ui為沖擊孔出口平均速度。

在評估靶面對流換熱性能時,引入以沖擊孔徑為特征長度的局部努塞爾數(shù)Nud,定義為

(4)

式中:h為對流換熱系數(shù);kf為冷卻工質(zhì)的導(dǎo)熱系數(shù);qw為靶面熱流密度;Twi、Tj分別為靶面溫度及沖擊孔出口溫度。

在評估前緣面復(fù)合冷卻性能時,引入綜合冷卻效率Φ[18],定義為

(5)

式中:Tg為主流入口溫度;Tc為冷氣入口溫度;Two為前緣面溫度。

在評估吸力面氣膜冷卻性能時,引入氣膜有效度ηf[14],定義為

(6)

式中:Tf為氣膜溫度;Tce為氣膜孔出口處的冷氣溫度。

在分析固體域內(nèi)溫度分布時,引入相對溫度λ,定義為

(7)

式中:Tl為葉片前緣固體域內(nèi)的溫度。

采用Ansys-Fluent開展研究,計算精度為二階。表2為數(shù)值計算邊界條件,環(huán)境壓力、主流流量及主流湍動度參照實驗[16]給定,計算工質(zhì)選用理想氣體。為了保證數(shù)值計算的準(zhǔn)確性,冷氣與主流的密度比應(yīng)當(dāng)與燃機實際運行工況相近[19],因此主流入口總溫與冷氣入口總溫參照GE-E3葉片實驗工況[20]設(shè)定。在沖擊射流速度的影響研究中,等差選取了1%至3%共5個冷氣質(zhì)量流量比,對應(yīng)于以沖擊孔徑為特征長度的沖擊雷諾數(shù)[21]Rei范圍為10 192.36～30 349.57,與國內(nèi)外沖擊冷卻研究[4,6,8,21-24]相匹配。固體域材料的密度、熱導(dǎo)率K及比熱容Cp依據(jù)常用于制造渦輪葉片的K417G高溫合金物性參數(shù)[25],如表3所示,其中密度為7 850 kg/m3。

表2 數(shù)值計算邊界條件Table 2 Boundary conditions of numerical simulations

Underwood[14]通過實驗測量了吸力面氣膜孔出口下游8個點處的氣膜溫度,并使用商用軟件Star-ccm+進行了數(shù)值計算,認(rèn)為Realizablek-ε2L湍流模型能有效預(yù)測流場情況。本文采用Ansys-Fluent進行流-熱-固耦合數(shù)值計算,選用了Standardk-ω、SSTk-ω、Standardk-ε2L、Realizablek-ε2L及RSM五種湍流模型,對比了8個測點的溫度,如圖3(a)所示,以及Star-ccm+軟件環(huán)境下的數(shù)值計算結(jié)果,如圖3(b)所示,認(rèn)為Standardk-ε2L湍流模型與Realizablek-ε2L湍流模型均能較為準(zhǔn)確地預(yù)測流場信息及溫度分布。本文確定與Underwood一致的Realizablek-ε2L湍流模型進行數(shù)值計算。

(a)測點溫度對比

圖4給出了采用ICEM CFD生成計算模型流體域和固體域結(jié)構(gòu)化計算網(wǎng)格。葉片表面、靶面、氣膜孔壁面及沖擊孔壁面附近進行了網(wǎng)格加密,保證重要壁面y+值在1.0附近以滿足湍流模型計算精度的要求。在M=1.0%工況下,采用無偏置結(jié)構(gòu)進行網(wǎng)格無關(guān)性分析。圖5為不同網(wǎng)格數(shù)下前緣面展向平均綜合冷卻效率沿周向的分布。網(wǎng)格數(shù)為1 164萬時的數(shù)值計算預(yù)測值與網(wǎng)格數(shù)為1 444萬時基本一致。表4對比了不同網(wǎng)格數(shù)下固體域的平均溫度及靶面的平均努塞爾數(shù),其中,2 000萬網(wǎng)格數(shù)時的數(shù)據(jù)采用外推法計算得到。網(wǎng)格數(shù)為1 164萬及1 444萬時固體域平均溫度及靶面平均Nu的相對誤差已分別小于0.1%及1%。綜合圖5與表4的分析結(jié)果,認(rèn)為采用1 164萬網(wǎng)格數(shù)進行數(shù)值計算時誤差已足夠小。因此,計算模型最終采用的網(wǎng)格數(shù)為1 164萬,其中流體域網(wǎng)格數(shù)為1 080.5萬。

圖4 NACA 0024沖擊腔室整體及局部網(wǎng)格Fig.4 Overall and detailed grid schematic of NACA 0024 impingement chamber

圖5 不同網(wǎng)格數(shù)下前緣面展向平均綜合冷卻效率Fig.5 Spanwise average overall cooling efficiency of leading edge under different grid numbers

表4 不同網(wǎng)格數(shù)下固體平均溫度及靶面平均NuTable 4 Averaged temperature of solid domain and averaged Nu of target surface under different grid numbers

2 結(jié)果分析與討論

在沖擊孔無偏置結(jié)構(gòu)(基準(zhǔn)結(jié)構(gòu))的基礎(chǔ)上,設(shè)計了4個不同的沖擊孔偏置距離來對比研究沖擊孔偏置距離對葉片前緣冷卻的影響,如圖6所示。對于前緣面復(fù)合冷卻性能及靶面對流換熱性能的研究,設(shè)計有5個對照組。對于吸力面氣膜冷卻性能的研究,沖擊孔偏置可以同時看作偏近吸力面布置及偏離吸力面布置兩個結(jié)構(gòu),因此共有9個對照組研究沖擊孔偏置距離對吸力面氣膜冷卻的影響。

圖6 基準(zhǔn)結(jié)構(gòu)及沖擊孔偏置結(jié)構(gòu)Fig.6 Baseline and impingement offset structure

2.1 沖擊孔偏置對流動的影響

2.1.1 沖擊腔內(nèi)流動特性

圖7給出了M=2.0%時不同葉高截面上沖擊腔內(nèi)冷氣速度分布云圖及流線圖,5個結(jié)構(gòu)從左往右沖擊孔的偏置距離逐漸增大。對于基準(zhǔn)結(jié)構(gòu),冷氣直接沖擊在靶面中線上,此后沿靶面向兩側(cè)流動并且流速逐漸減小,在流經(jīng)角區(qū)后在腔室內(nèi)形成對稱的腎形渦對。當(dāng)沖擊孔偏置距離較小時,冷氣沖擊在靶面后依然會形成兩支分支向兩側(cè)流動并形成一大一小兩個渦,偏近側(cè)的冷氣流速較低,渦強度較小。當(dāng)沖擊孔偏置距離較大且持續(xù)增大時,冷氣逐漸發(fā)展為沿靶面切向進入腔室,并且在腔室內(nèi)僅形成一個強度較大尺度較廣的渦。綜合而言,相較于基準(zhǔn)結(jié)構(gòu),當(dāng)沖擊孔偏置布置且偏置距離逐漸增大時,靶面附近沖擊冷氣的流速逐漸增大,形成的沖擊射流典型渦的強度和尺度也逐漸增大,有利于促進冷氣與靶面間的對流換熱[22]。

圖7 沖擊腔內(nèi)冷氣流動軌跡及速度分布 Fig.7 Flow trajectory and velocity distribution of coolant in impingement chamber

2.1.2 氣膜冷卻流動特性

圖8(a)和圖8(b)分別為各工況下噴淋頭及吸力面氣膜孔出口處冷氣平均馬赫數(shù)隨沖擊孔偏置距離的變化,其中圖8(b)中偏置距離小于0代表沖擊孔偏離吸力面布置。由圖8(a)可知,噴淋頭出口處冷氣平均馬赫數(shù)隨偏置距離的增大而下降,但下降的幅度很小。以M=2.0%為例,偏置距離最大的結(jié)構(gòu)4的噴淋頭出口處冷氣平均馬赫數(shù)相較于基準(zhǔn)結(jié)構(gòu)僅下降了3.29%。而吸力面氣膜孔出口處冷氣平均馬赫數(shù)隨沖擊孔偏置距離的增大基本上呈現(xiàn)出持續(xù)升高的趨勢,當(dāng)M=2.0%時,相較于基準(zhǔn)結(jié)構(gòu),偏置距離10 mm及-10 mm結(jié)構(gòu)的吸力面氣膜孔出口處冷氣平均馬赫數(shù)分別提高了約15.56%及降低了約9.13%。綜合圖8(a)及圖8(b)可知沖擊孔偏置結(jié)構(gòu)對葉片前緣面氣膜冷卻的影響較小,但是對吸力面氣膜冷卻的影響較為顯著。

(a)噴淋頭出口處冷氣平均馬赫數(shù)

圖9為基準(zhǔn)結(jié)構(gòu)的吸力面中心氣膜孔出口處冷氣(藍色)與主流(紅色)的流線圖。從圖9可以看出,當(dāng)冷氣質(zhì)量流量比較小時,氣膜孔出口處的冷氣能夠較好地貼附于下游壁面上。隨著冷氣質(zhì)量流量比的增大,氣膜孔出口處的冷氣流速過高,部分冷氣在氣膜孔出口處會發(fā)生脫壁現(xiàn)象,并在下游區(qū)域重新附著。當(dāng)冷氣流量增大至M=2.5%時,大部分的冷氣均與主流發(fā)生了摻混,僅有小部分的冷氣能夠有效形成氣膜。對于M=3.0%而言,幾乎所有的冷氣在流出氣膜孔后均直接與主流發(fā)生了摻混,相鄰氣膜孔間隙處的主流高溫燃?xì)忏@入冷氣與壁面之間,對壁面造成了嚴(yán)重的熱負(fù)荷。

圖9 吸力面氣膜孔出口處冷氣與主流流動特征Fig.9 Flow characteristics of coolant and mainstream at the exit of film holes on suction surface

2.2 沖擊孔偏置對冷卻性能的影響

2.2.1 靶面對流換熱

圖10給出了M=2.0%時靶面努塞爾數(shù)分布云圖,圖中虛線圓表示靶面上沖擊駐點位置。對于無偏置結(jié)構(gòu),靶面努塞爾數(shù)在駐點附近較高,在靶面兩側(cè)尤其是吸力面氣膜孔后部出現(xiàn)明顯的低傳熱區(qū)域,這可能是由于冷氣沖擊至靶面時損失了大部分的動能,在流經(jīng)吸力面氣膜孔時在壓差驅(qū)動下直接從氣膜孔中流出,因而沒有足夠的冷氣對吸力面氣膜孔后部的靶面進行冷卻。相較于基準(zhǔn)結(jié)構(gòu),當(dāng)沖擊孔偏置距離較小時,靶面上的高傳熱區(qū)域依然出現(xiàn)在沖擊駐點附近,并且高傳熱區(qū)域?qū)α鲹Q熱的強度遠小于基準(zhǔn)結(jié)構(gòu),但沖擊孔偏置時靶面努塞爾數(shù)的分布更為均勻,吸力面氣膜孔后部的靶面也得到了較好的冷卻。當(dāng)沖擊孔偏置距離較大時,結(jié)構(gòu)4相較于基準(zhǔn)結(jié)構(gòu)顯著增大了靶面駐點附近的高傳熱區(qū)域,對流換熱的強度顯著提高,整個靶面的努塞爾數(shù)在得到提高的同時分布也更為均勻。

圖10 不同偏置距離下靶面努塞爾數(shù)分布 Fig.10 Nusselt number distribution of target under different impingement offset distance

圖11(a)為M=2.0%時靶面周向平均努塞爾數(shù)沿展向的分布。5個結(jié)構(gòu)的靶面周向平均努塞爾數(shù)均出現(xiàn)4個峰值,對應(yīng)于靶面半葉高上的4個沖擊駐點位置。同時,4個峰值跨越的葉高尺度基本一致,都在2df左右,相當(dāng)于沖擊孔直徑di,可以認(rèn)為當(dāng)沖擊雷諾數(shù)足夠大時,冷卻射流在沖擊至靶面前不會出現(xiàn)向四周擴散的情況。相較于基準(zhǔn)結(jié)構(gòu),當(dāng)沖擊孔偏置距離較小時,靶面努塞爾數(shù)有所下降,但當(dāng)沖擊孔偏置距離繼續(xù)增大后,靶面努塞爾數(shù)顯著提高,尤其是對于結(jié)構(gòu)4,靶面周向平均努塞爾數(shù)在整個葉高方向上均得到了顯著提高。圖11(b)為靶面平均努塞爾數(shù)隨冷氣質(zhì)量流量比的變化,以結(jié)構(gòu)4為例,在由小到大5個質(zhì)量流量比下,平均努塞爾數(shù)相較于基準(zhǔn)結(jié)構(gòu)分別提高了約19.15%、23.53%、26.65%、30.97%及33.97%。

(a)靶面周向平均努塞爾數(shù)分布

從圖11(b)中可以看出,5個結(jié)構(gòu)的靶面平均努塞爾數(shù)均隨冷氣質(zhì)量流量比的增大而持續(xù)提高,這可能是由于質(zhì)量流量比的提高增大了沖擊孔出口處冷卻射流的速度,加快了靶面沖擊駐點兩側(cè)冷氣的流速,減小了靶面上流動邊界層和熱邊界層的厚度。同時,沖擊雷諾數(shù)的提高有效增強了沖擊腔室內(nèi)沖擊射流典型渦的強度,促進了渦對靶面附近及腔室角區(qū)內(nèi)低速氣流的擾動作用,強化了湍流核心區(qū)域冷氣與靶面附近低速高溫氣體之間的對流換熱。在5個結(jié)構(gòu)中,結(jié)構(gòu)4的靶面平均努塞爾數(shù)隨冷氣質(zhì)量流量比增大的幅度最顯著。相較于M=1.0%,冷氣質(zhì)量流量比逐漸增大時結(jié)構(gòu)4的靶面平均努塞爾數(shù)分別提高了約32.14%、57.57%、80.37%和103.94%。冷氣質(zhì)量流量比對沖擊靶面對流換熱的影響非常顯著,提高冷氣質(zhì)量流量比能有效提高沖擊靶面的對流換熱性能。

2.2.2 前緣面復(fù)合冷卻

圖12給出了M=2.0%時前緣面綜合冷卻效率分布云圖,圖中虛線圓對應(yīng)于沖擊孔出口位置。前緣面的綜合冷卻效率是前緣面氣膜冷卻與靶面沖擊冷卻在葉片材料導(dǎo)熱的影響下共同作用的結(jié)果,可以較為全面的反映葉片前緣面的冷卻效果[18]。當(dāng)沖擊孔無偏置時,葉片前緣面的綜合冷卻效率分布表現(xiàn)為中心高、四周低,效率由中心高效區(qū)向四周低效區(qū)逐漸降低的趨勢。相較于基準(zhǔn)結(jié)構(gòu),沖擊孔偏置距離較小的結(jié)構(gòu)1及結(jié)構(gòu)2前緣面的高效區(qū)逐漸向沖擊孔偏置方向移動,其中,結(jié)構(gòu)2前緣面的綜合冷卻效率分布更為均勻,但整體的效率相較于基準(zhǔn)結(jié)構(gòu)顯著下降。沖擊孔偏置的效果在結(jié)構(gòu)3及結(jié)構(gòu)4前緣面上表現(xiàn)更為明顯,尤其是在沖擊孔偏置距離最大的結(jié)構(gòu)4中,前緣面靠近沖擊孔偏置一側(cè)的綜合冷卻效率大幅提高,出現(xiàn)較大范圍的高效區(qū)。此外,結(jié)構(gòu)4前緣面遠離沖擊孔偏置一側(cè)的綜合冷卻效率也得到了明顯的提高,四周的低效區(qū)在沖擊孔偏置距離較大時均得到了良好的冷卻保護。由于沖擊孔偏置結(jié)構(gòu)對前緣面氣膜冷卻性能的影響較小,因此,沖擊孔偏置距離較大時前緣面綜合冷卻效率的提高可能是靶面對流換熱的增強在固體導(dǎo)熱作用下的結(jié)果。

圖12 不同偏置距離下前緣面綜合冷卻效率分布Fig.12 Overall cooling efficiency distribution of leading edge under different impingement offset distance

(a)前緣面展向平均努塞爾數(shù)分布

圖13(a)為前緣面展向平均綜合冷卻效率沿周向的分布。當(dāng)沖擊孔偏置布置時,前緣面綜合冷卻效率呈現(xiàn)偏近側(cè)高、偏離側(cè)低的趨勢。與前文分析一致,當(dāng)沖擊孔偏置距離較小時,前緣面大部分區(qū)域的綜合冷卻效率低于基準(zhǔn)結(jié)構(gòu)。當(dāng)沖擊孔偏置距離逐漸增大時,前緣面綜合冷卻效率得到了顯著提高,尤其是在沖擊孔偏近側(cè)。對于沖擊孔偏置距離較大的結(jié)構(gòu)3及結(jié)構(gòu)4,除了吸力面氣膜孔冷氣流出導(dǎo)致前緣面兩側(cè)冷卻性能下降外,整個周向方向上綜合冷卻效率均呈現(xiàn)出由偏離側(cè)向偏近側(cè)持續(xù)增大的趨勢。同時,在整個周向上結(jié)構(gòu)3及結(jié)構(gòu)4的綜合冷卻效率均高于基準(zhǔn)結(jié)構(gòu),表明沖擊孔偏置結(jié)構(gòu)在偏置距離恰當(dāng)時可以有效提高葉片前緣面的復(fù)合冷卻性能。圖13(b)為前緣面平均綜合冷卻效率隨冷氣質(zhì)量流量比的變化,以結(jié)構(gòu)4為例,在由小到大5個質(zhì)量流量比下,平均綜合冷卻效率相較于基準(zhǔn)結(jié)構(gòu)分別提高了約3.96%、4.15%、4.35%、3.81%及3.93%。

從圖13(b)中可以看出,5個結(jié)構(gòu)的前緣面平均綜合冷卻效率在冷氣質(zhì)量流量比較小時隨冷氣質(zhì)量流量比的增大而持續(xù)提高,但是提高的幅度逐漸減小。以結(jié)構(gòu)4為例,冷氣質(zhì)量流量比由1.0%增大至2.5%,每增大0.5%時,前緣面的平均綜合冷卻效率提高的比例分別為11.03%、8.18%及3.88%。當(dāng)冷氣質(zhì)量流量比由2.5%繼續(xù)增大至3.0%時,基準(zhǔn)結(jié)構(gòu)、結(jié)構(gòu)1和結(jié)構(gòu)4的前緣面平均綜合冷卻效率幾乎不再變化,而結(jié)構(gòu)2和結(jié)構(gòu)3的前緣面平均綜合冷卻效率反而出現(xiàn)下降的情況。結(jié)合上文冷氣質(zhì)量流量比對靶面平均努塞爾數(shù)影響的分析,冷氣質(zhì)量流量比的增大能顯著強化靶面的對流換熱,即使是在由2.5%增大至3.0%的情況下,靶面的對流換熱性能依然得到了提高。然而,前緣面平均綜合冷卻效率在冷氣質(zhì)量流量比由2.5%增大至3.0%時卻出現(xiàn)不再提高甚至對于結(jié)構(gòu)2和結(jié)構(gòu)3出現(xiàn)降低的情況。這可能是由于前緣面的氣膜有效度不會隨冷氣質(zhì)量流量比的增大而持續(xù)提高,當(dāng)冷氣質(zhì)量流量比增大至一定程度時,前緣面的氣膜有效度會隨冷氣質(zhì)量流量比的繼續(xù)增大而出現(xiàn)降低的情況。這可能是由于冷氣流量較大時,噴淋頭出口處的冷氣流速過高,冷氣流出氣膜孔后出現(xiàn)脫離壁面并在與主流摻混后直接向下游流動的現(xiàn)象,導(dǎo)致前緣面上沒有足夠的冷氣覆蓋。同時,前緣面綜合冷卻效率的降低還可以說明當(dāng)冷氣質(zhì)量流量比由2.5%提高至3.0%時,靶面對流換熱性能的提高與前緣面氣膜冷卻性能的降低在作用于前緣面時產(chǎn)生的效果相反且強度基本一致,繼續(xù)提高冷氣質(zhì)量流量比可能會進一步惡化前緣面的復(fù)合冷卻性能。

2.2.3 吸力面氣膜冷卻

圖14為M=2.0%時吸力面氣膜有效度分布云圖,圖下數(shù)字表示對應(yīng)的沖擊孔的偏置距離,其中偏置距離小于0表示沖擊孔偏離布置。由于靠近葉頂和葉根的兩個沖擊孔與葉頂和葉根的距離仍較遠,因此頂部和根部的吸力面氣膜孔冷氣流量較小,流速較低。同時,吸力面中部的氣膜孔冷氣流量較大,流速較高,造成上下壓力高、中間壓力低的情況。頂部和根部的吸力面氣膜孔流出的冷氣在壓差的作用下向葉片中部聚集,在下游區(qū)域進一步惡化了葉頂及葉根區(qū)域的氣膜覆蓋效果。在葉片中部,分別來自頂部氣膜孔及根部氣膜孔的冷氣在展向方向上流動方向相反,在葉片中部相遇后改變了流動方向,并與后續(xù)冷氣在葉片中部抵消了展向的動能后貼附于壁面形成了兩個高效區(qū)域。對于9個不同的偏置距離,在吸力面上表現(xiàn)出相似的氣膜有效度分布特性,可以認(rèn)為沖擊孔偏置結(jié)構(gòu)不會影響吸力面氣膜冷氣的流動軌跡,但會顯著影響冷卻氣膜的覆蓋效果。

圖14 不同偏置距離下吸力面氣膜有效度分布Fig.14 Film cooling coefficient distribution of suction surface under different impingement offset distance

(a)吸力面展向平均氣膜有效度分布

圖15(a)為吸力面展向平均氣膜有效度沿流向的分布。氣膜有效度在流向方向上先迅速下降,而后趨于穩(wěn)定并繼續(xù)保持下降趨勢,吸力面下游區(qū)域的氣膜保護效果明顯差于上游區(qū)域。從沖擊孔偏置距離的影響中可以看出,在吸力面中上游區(qū)域,氣膜有效度大體上隨沖擊孔偏離距離的增大而降低,隨沖擊孔偏近距離的增大而升高,與上文對沖擊孔偏置影響下吸力面氣膜孔出口處冷氣平均馬赫數(shù)的分析一致。此外,沖擊孔偏近布置對吸力面氣膜保護的改善效果沿流向從上游至下游逐漸減弱,在吸力面x/df=170處,沖擊孔偏置距離為10 mm時展向平均氣膜有效度相較于基準(zhǔn)結(jié)構(gòu)僅提高了約1.97%。然而,沖擊孔偏離布置對吸力面氣膜有效度的影響在下游區(qū)域仍較大,沖擊孔偏置距離-10 mm時在吸力面同一位置氣膜有效度相較于基準(zhǔn)結(jié)構(gòu)下降了約6.18%。圖15(b)為吸力面平均氣膜有效度隨冷氣質(zhì)量流量比的變化,以M=2.0%為例,相較于無偏置結(jié)構(gòu),沖擊孔偏離和偏近距離為2.5 mm、5.0 mm、7.5 mm及10.0 mm時吸力面平均氣膜有效度分別降低了約5.07%、2.87%、5.32%、8.08%和提高了約2.78%、1.62%、4.25%、5.56%。相較之下,沖擊孔偏近布置對吸力面氣膜冷卻性能的改善作用略小于沖擊孔偏離布置對吸力面氣膜冷卻性能的削弱作用。

從圖15(b)中可以看出,9個偏置距離下吸力面平均氣膜有效度均隨冷氣質(zhì)量流量比的增大先提高后降低,在M=2.5%時達到峰值。當(dāng)冷氣質(zhì)量流量比由2.5%繼續(xù)增大至3.0%時,基準(zhǔn)結(jié)構(gòu)的吸力面平均氣膜有效度下降了約10.92%,沖擊孔偏離距離逐漸增大的4個結(jié)構(gòu)的吸力面平均氣膜有效度分別下降了約7.43%、10.28%、9.90%及10.52%,沖擊孔偏近距離逐漸增大的4個結(jié)構(gòu)的吸力面平均氣膜有效度分別下降了約10.79%、13.54%、13.48及14.32%。與上文對前緣面氣膜冷卻的分析一致,冷氣質(zhì)量流量比過大時,吸力面平均氣膜有效度降低,也是由于氣膜孔出口處冷氣流速過高,在流出氣膜孔后直接與主流發(fā)生摻混,冷氣脫離壁面導(dǎo)致吸力面上沒有足夠的冷氣覆蓋。

2.3 沖擊孔偏置對葉片前緣固體溫度的影響

圖16為M=2.0%時不同葉高截面上前緣固體域內(nèi)的相對溫度分布云圖,5個結(jié)構(gòu)從左往右沖擊孔的偏置距離逐漸增大。固體域內(nèi)側(cè)溫度明顯低于外側(cè),且大體上呈現(xiàn)出由內(nèi)向外沿厚度方向溫度逐漸升高的趨勢,表現(xiàn)出內(nèi)部靶面的沖擊冷卻在固體導(dǎo)熱作用下對外部前緣面溫度分布的影響。對于5個結(jié)構(gòu),固體域相對溫度的最低點均出現(xiàn)在靶面沖擊駐點附近,并且沿著冷氣流動的軌跡呈現(xiàn)出沿周向溫度逐漸升高的趨勢。對應(yīng)于上文對流場結(jié)構(gòu)的分析,冷卻射流沖擊在靶面駐點后在沿靶面流動的過程中流速逐漸降低,壁面上的邊界層厚度逐漸增大,削弱了靶面與腔室內(nèi)冷氣之間的對流換熱。因此,固體域內(nèi)部相對溫度的周向梯度可能是駐點附近對流換熱性能較強的低溫區(qū)域與遠場對流換熱較弱的高溫區(qū)域之間在固體導(dǎo)熱作用下的結(jié)果。

圖16 不同偏置距離下前緣固體域內(nèi)溫度分布 Fig.16 Temperature distribution of solid domain under different impingement offset distance

圖17為固體域平均相對溫度隨冷氣質(zhì)量流量比的變化。當(dāng)冷氣質(zhì)量流量比較小時,固體域平均相對溫度隨冷氣質(zhì)量流量比的提高而下降,但下降的幅度逐漸減小。當(dāng)冷氣質(zhì)量流量比由2.5%增大至3.0%時,結(jié)構(gòu)2與結(jié)構(gòu)3的固體域平均相對溫度反而出現(xiàn)了升高的情況。這說明渦輪葉片前緣區(qū)域的冷卻性能不會隨冷氣質(zhì)量流量比的增大而持續(xù)提高,當(dāng)冷氣質(zhì)量流量比過大時反而會產(chǎn)生相反的效果。同時,由于葉片冷卻所消耗的二次空氣不會參與燃燒做功的過程,過大的冷氣質(zhì)量流量比會使燃?xì)廨啓C的整機功率與效率產(chǎn)生嚴(yán)重的損失。

圖17 不同冷氣流量下前緣固體域平均相對溫度 Fig.17 Average temperature of solid domain under different mass flow rate of coolant

3 結(jié) 論

本文對真實葉片材料熱物性條件下沖擊孔偏置時葉片內(nèi)部沖擊腔室內(nèi)的流動及換熱特性進行了數(shù)值研究,分析了沖擊孔偏置距離及冷氣質(zhì)量流量比對前緣面復(fù)合冷卻性能、靶面對流換熱性能及吸力面氣膜冷卻性能的影響,通過對固體域內(nèi)部溫度梯度的分析說明了對葉片前緣冷卻進行數(shù)值模擬時采用流-熱-固耦合方法的重要性,并得出如下結(jié)論。

(1)沖擊孔偏置距離選擇恰當(dāng)時能有效提高靶面的對流換熱性能及前緣面的復(fù)合冷卻性能,4個沖擊孔偏置結(jié)構(gòu)中,偏置距離為10 mm的結(jié)構(gòu)4表現(xiàn)最優(yōu),相較于無偏置結(jié)構(gòu),靶面平均努塞爾數(shù)在M=3.0%時提高了約33.97%,前緣面平均綜合冷卻效率在M=2.0%時提高了約4.35%。

(2)吸力面的氣膜冷卻性能大體上與沖擊孔到吸力面氣膜孔的周向距離呈現(xiàn)負(fù)相關(guān)性,沖擊孔偏近吸力面布置能有效提高吸力面的氣膜冷卻性能,偏離吸力面布置會削弱吸力面的氣膜覆蓋效果。相較之下,沖擊孔偏離布置對吸力面氣膜冷卻的影響程度略大于偏近布置。

(3)沖擊靶面的對流換熱性能隨冷氣質(zhì)量流量比的增大而持續(xù)提高,對于結(jié)構(gòu)4,M=3.0%時靶面平均努塞爾數(shù)相較于M=1.0%時提高了約103.94%。然而,在冷氣質(zhì)量流量比過高時,噴淋頭及吸力面氣膜孔出口處的冷氣會因為流速過高而發(fā)生脫離壁面的現(xiàn)象,進而與主流發(fā)生摻混并在主流的卷挾下直接向下游流動,導(dǎo)致壁面上沒有足夠的冷氣進行覆蓋,嚴(yán)重影響葉片前緣面及吸力面的氣膜保護效果。M=3.0%時偏近距離10 mm結(jié)構(gòu)的吸力面平均氣膜有效度相較于M=2.5%時降低了約14.32%。